MMC換流站閥側(cè)交流接地故障電流解析

單節(jié)杉，任 敏，田鑫萃，束洪春，李 濤

MMC換流站閥側(cè)交流接地故障電流解析

單節(jié)杉，任 敏，田鑫萃，束洪春，李 濤

(昆明理工大學(xué)電力工程學(xué)院，云南 昆明 650504)

對(duì)模塊化多電平換流器(modular multilevel converter, MMC)換流站閥側(cè)交流接地故障特性進(jìn)行研究發(fā)現(xiàn)：閥側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生金屬性接地故障時(shí)，故障點(diǎn)入地電流由下橋臂電容放電電流和上橋臂以及對(duì)端橋臂電容放電電流構(gòu)成，網(wǎng)側(cè)交流系統(tǒng)不會(huì)饋入入地電流；帶過(guò)渡電阻接地故障時(shí)，網(wǎng)側(cè)交流系統(tǒng)將通過(guò)過(guò)渡電阻作用于故障點(diǎn)入地電流。詳細(xì)推導(dǎo)了三相接地故障和單相接地故障下的入地故障電流和橋臂電流的數(shù)學(xué)解析式。采用RTDS仿真驗(yàn)證了該表達(dá)式的正確性。由于閥側(cè)交流出口處電位被鉗制為0，因此上橋臂的子模塊電容將產(chǎn)生過(guò)電壓。下橋臂與故障點(diǎn)構(gòu)成放電電容回路，下橋臂流過(guò)的故障電流迅速增大，且無(wú)法通過(guò)斷路器切斷故障電流。因此，建議采取可靠的限流措施避免閥側(cè)故障對(duì)換流站等一次設(shè)備造成嚴(yán)重傷害。

柔性直流輸電；閥側(cè)交流；接地故障；故障回路；電流解析

0 引言

模塊化多電平換流器(modular multilevel converter, MMC)最早由德國(guó)學(xué)者 R. Marquardt和A. Lesnicar 提出，并于2010年11月在美國(guó)舊金山投運(yùn)Trans Bay Cable首條柔性直流輸電工程。2011年上海南匯投運(yùn)柔性直流工程是中國(guó)首條VSC直流工程，2015年中國(guó)廈門(mén)柔性直流工程的投運(yùn)是世界首個(gè)真正意義上的真雙極直流系統(tǒng)。經(jīng)過(guò)60年的發(fā)展，世界首個(gè)四端柔性直流環(huán)形電網(wǎng)組網(wǎng)成功，標(biāo)志著直流電網(wǎng)成為現(xiàn)實(shí)。2020年7月2日，烏東德混合多端高壓直流工程昆北站、龍門(mén)站雙極單閥組系統(tǒng)調(diào)試送電成功，標(biāo)志著大容量柔性直流在大電網(wǎng)中的應(yīng)用?？梢?jiàn)，采用架空線路的柔性直流電網(wǎng)已經(jīng)逐漸形成。由于架空線路故障率高，而直流系統(tǒng)是一個(gè)低慣量、弱阻尼系統(tǒng)，所以直流系統(tǒng)接地故障后，故障電流迅速上升，而且幅值很大，數(shù)毫秒內(nèi)超出換流器內(nèi)部元件過(guò)流保護(hù)閾值[1-8]。

換流站交流閥側(cè)故障作為特殊少有的故障類(lèi)型[9-12]，主要為由穿墻套管絕緣老化、雷擊閃絡(luò)等引起的接地故障。如某年某月某日16時(shí)44分，某直流換流站穿墻套管故障引起極I高端換流器差動(dòng)保護(hù)II段動(dòng)作、極I差動(dòng)保護(hù)II段動(dòng)作。該故障引起的沖擊電流巨大，導(dǎo)致套管防爆膜完全炸裂脫落，套管內(nèi)部有熏黑痕跡，傘裙存在缺口。由于閥側(cè)故障接地點(diǎn)與直流側(cè)接地點(diǎn)構(gòu)成故障電流的流通通路，換流器閉鎖前的沖擊電流很大甚至比直流線路故障更為嚴(yán)重，而該故障位于交流保護(hù)區(qū)，不能通過(guò)直流斷路器切除，極易對(duì)換流站造成損害，同時(shí)由于現(xiàn)有的限流裝置位于直流母線出口，對(duì)于這種情況下，不能對(duì)故障電流進(jìn)行抑制[13-15]。目前對(duì)換流站交流閥側(cè)接地故障電流特性分析和研究的文獻(xiàn)較少，并且主要聚焦于換流閥閉鎖后的故障特性的分析，如文獻(xiàn)[16-18]對(duì)交流系統(tǒng)閥側(cè)故障特性進(jìn)行了分析，推導(dǎo)了閉鎖后故障電流數(shù)學(xué)表達(dá)式并提出了相應(yīng)的保護(hù)控制策略。文獻(xiàn)[19]對(duì)換流站閥側(cè)交流三相接地故障進(jìn)行故障解析，而實(shí)際工程中關(guān)注的是單相接地故障，這種情況下解析推導(dǎo)故障電流表達(dá)式才有意義。文獻(xiàn)[20-21]分析了MMC換流站閥側(cè)交流接地故障，閉鎖前及閉鎖后過(guò)電壓的產(chǎn)生機(jī)理以及閉鎖時(shí)刻對(duì)過(guò)電壓的影響。文獻(xiàn)[22]對(duì)逆變側(cè)換流變壓器閥側(cè)接地故障進(jìn)行理論分析和仿真試驗(yàn)，并結(jié)合仿真試驗(yàn)詳細(xì)分析了這些保護(hù)動(dòng)作策略存在的問(wèn)題，提出了相應(yīng)的改進(jìn)措施。

本文對(duì)MMC換流站交流閥側(cè)故障特性進(jìn)行了研究，詳細(xì)推導(dǎo)了交流閥側(cè)發(fā)生三相接地故障和單相接地故障，換流站IGBT閉鎖前，直流側(cè)提供故障點(diǎn)電流以及橋臂電流的數(shù)學(xué)解析式。分析結(jié)果表明：對(duì)于對(duì)端換流站與故障點(diǎn)構(gòu)成的放電回路，由于上橋臂電容初始電壓與故障電流方向相反，且故障回路存在平波電抗器等限流器件，故直流線路故障電流較小，但由于閥側(cè)交流出口處電位被鉗制為0，因此上橋臂的子模塊電容將產(chǎn)生極大的過(guò)電壓，導(dǎo)致子模塊電容擊穿，通過(guò)斷開(kāi)近端直流斷路器可有效解決該問(wèn)題[23-24]；而對(duì)于下橋臂與故障點(diǎn)構(gòu)成的放電回路，下橋臂流過(guò)的故障電流迅速增大，且無(wú)法通過(guò)斷路器切斷換流站與故障點(diǎn)的聯(lián)系，因此建議采取可靠的限流措施，有效避免閥側(cè)故障對(duì)換流站等一次設(shè)備造成嚴(yán)重傷害，并降低對(duì)此類(lèi)故障的保護(hù)要求。

1 架空線路MMC-HVDC結(jié)構(gòu)

MMC結(jié)構(gòu)特性使開(kāi)關(guān)器件損耗、階躍電壓減小，波形質(zhì)量以及換流器運(yùn)行性能提高。與VSC相比MMC內(nèi)的子模塊以級(jí)聯(lián)形式組成，同時(shí)將直流儲(chǔ)能電容分散到每個(gè)級(jí)聯(lián)的子模塊內(nèi)，而不是接在直流線路兩極之間。MMC-HVDC系統(tǒng)整流側(cè)和逆變側(cè)換流站結(jié)構(gòu)相同，圖1為換流站拓?fù)浼白幽K結(jié)構(gòu)示意圖。MMC的三相電路由6個(gè)橋臂組成，同相由上下橋臂構(gòu)成一個(gè)相單元，而每個(gè)橋臂由多個(gè)子模塊和一個(gè)橋臂電抗串聯(lián)構(gòu)成，MMC系統(tǒng)通過(guò)控制子模塊工作狀態(tài)來(lái)維持電壓穩(wěn)定。

圖1 換流站拓?fù)浼白幽K結(jié)構(gòu)示意圖

MMC-HVDC系統(tǒng)的接地方式可以分為交流側(cè)接地以及直流側(cè)接地。交流側(cè)接地可以分為換流變壓器閥側(cè)繞組中性點(diǎn)接地以及換流器閥側(cè)電抗器中性點(diǎn)接地；直流側(cè)接地可以分為極線經(jīng)大電阻接地、極線經(jīng)大電容接地與經(jīng)接地極引線的接地幾種類(lèi)型。經(jīng)接地極引線接地的雙極MMC-HVDC系統(tǒng)單側(cè)的兩個(gè)換流器之間通過(guò)接地極引線接地，該系統(tǒng)直流輸電線路發(fā)生單極接地故障時(shí)，非故障極仍可以正常運(yùn)行。架空線路柔性MMC直流系統(tǒng)仿真模型如圖2所示。

圖2 架空線路柔性MMC直流系統(tǒng)仿真模型

2 交流閥側(cè)三相接地故障電流解析

現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際存在由于穿墻套管絕緣老化、雷擊閃絡(luò)等引起的閥側(cè)接地故障。故障引起的巨大沖擊電流導(dǎo)致套管防爆膜完全炸裂脫落，套管內(nèi)部有熏黑痕跡，傘裙存在缺口，如圖3所示。

圖3 套管防爆膜脫落實(shí)物圖

Fig. 3 Physical picture of casing explosion proof film falling off

2.1 下橋臂故障回路電流解析

閥側(cè)交流發(fā)生三相接地故障，按照電流的流通路徑可分為3個(gè)部分，其故障電流回路如圖4所示。

回路I：交流網(wǎng)側(cè)的饋入電流，對(duì)于對(duì)稱(chēng)短路，不會(huì)提供入地電流(零序電流)。對(duì)于非金屬性接地，網(wǎng)側(cè)電流會(huì)影響橋臂電流。

回路II：下橋臂電容的放電電流，其放電回路由故障點(diǎn)→故障側(cè)下橋臂→接地極構(gòu)成。

回路III：對(duì)端換流站以及故障側(cè)上橋臂的放電電流，其放電回路由上橋臂→直流線路→遠(yuǎn)端換流站→遠(yuǎn)端換流站接地極→故障點(diǎn)構(gòu)成。

圖4 閥側(cè)交流發(fā)生三相接地故障電流回路

由于閥側(cè)故障接地點(diǎn)與直流側(cè)接地點(diǎn)構(gòu)成橋臂電容放電電流的流通通路，故障沖擊電流很大，因此在下文分析直流側(cè)提供的故障點(diǎn)入地電流，同時(shí)當(dāng)接地點(diǎn)過(guò)渡電阻為零時(shí)，交流網(wǎng)側(cè)沒(méi)有饋入入地電流，且回路II和回路III沒(méi)有耦合，可以獨(dú)立計(jì)算。對(duì)于過(guò)渡電阻的影響，將在仿真驗(yàn)證時(shí)進(jìn)行討論分析。

圖5 △側(cè)接地故障下故障點(diǎn)、下橋臂和接地極構(gòu)成的電流流通通路

圖6 △側(cè)接地故障下故障點(diǎn)、下橋臂和接地極構(gòu)成的電流流通通路的等效電路

考慮到下橋臂子模塊投切與控制系統(tǒng)密切相關(guān)，精確求取下橋臂故障電流較為復(fù)雜，而由于MMC閉鎖前電容放電過(guò)程極短，約為1～2 ms，因此本文忽略控制投切的影響，以故障臨界時(shí)刻的橋臂電壓、電流為初始條件，求解閉鎖前換流站提供的故障電流。

圖7 a相橋臂等效電源單獨(dú)作用下的等效電路

根據(jù)圖7即可得下橋臂a相提供的故障點(diǎn)入地電流為

2.2 上橋臂故障回路電流解析

回路III的故障電流流通路徑為上橋臂→直流線路→遠(yuǎn)端換流站→遠(yuǎn)端換流站接地極→故障點(diǎn)，如圖8所示。

圖8 △側(cè)接地故障上橋臂與對(duì)端換流站構(gòu)成的電流流通通路

對(duì)于圖8所示的故障回路，其等效電路如圖9所示。

綜合圖10和圖11可知，對(duì)端換流站以及故障側(cè)上橋臂提供的故障點(diǎn)入地電流為

圖10 對(duì)端換流站等效電源對(duì)上橋臂的放電回路

圖11 上橋臂等效電源對(duì)換流站的放電回路

根據(jù)圖10可以得到對(duì)端換流站等效電源對(duì)上橋臂的放電回路電流為

根據(jù)圖11可以得到上橋臂等效電源對(duì)換流站的放電回路電流為

對(duì)端換流站以及故障側(cè)上橋臂提供的故障點(diǎn)入地電流為

由上述分析可知，交流閥側(cè)發(fā)生三相接地故障，直流側(cè)提供的入地故障電流為

3 交流閥側(cè)單相接地故障電流解析

實(shí)際工程中，單相接地故障概率高，現(xiàn)以閥側(cè)A相接地為例，故障點(diǎn)入地電流由交流側(cè)電勢(shì)激勵(lì)、電感元件和電容元件初始值激勵(lì)共同作用的結(jié)果。根據(jù)線性電路的疊加原理，分別解析出各激勵(lì)源單端作用下的響應(yīng)，再根據(jù)線性相加即可得到總響應(yīng)。

3.1 交流側(cè)等效電勢(shì)激勵(lì)下的響應(yīng)

交流側(cè)等效電勢(shì)激勵(lì)作用下的短路電流如圖12所示。

根據(jù)電路疊加定理，當(dāng)某一獨(dú)立電源作用時(shí)，其他獨(dú)立電源應(yīng)為零值。因此，當(dāng)交流側(cè)等效電勢(shì)激勵(lì)單獨(dú)作用時(shí)，橋臂電容等效激勵(lì)電壓為零，因此，其電容值為零相當(dāng)于短路，對(duì)圖12進(jìn)行簡(jiǎn)化后的等效電路如圖13所示。

圖12 交流側(cè)等效電勢(shì)激勵(lì)源的短路電流

圖13 交流側(cè)等效電勢(shì)激勵(lì)源作用下簡(jiǎn)化等效電路

由圖13可知，a相提供的短路電流滿足的回路方程為

求解式(15)，得到

由圖14可知，a、b和c相電流滿足

基于上述分析，得到交流激勵(lì)等效作用下的上橋臂電流為

下橋臂電流為

3.2 直流側(cè)儲(chǔ)能元件等效激勵(lì)下的響應(yīng)

從近端換流站看，a相所連接的下橋臂與故障點(diǎn)、接地極構(gòu)成放電回路I，同時(shí)，b、c相橋臂通過(guò)a相上橋臂、故障點(diǎn)、接地極構(gòu)成放電回路II，如圖14所示。

圖14 閥側(cè)A相接地下近端換流站橋臂電流通路

對(duì)于圖14所示的放電回路I，將其轉(zhuǎn)換成運(yùn)算電路模型如圖15所示。

由圖15可知，放電回路I提供的故障點(diǎn)入地電流為

式(21)對(duì)應(yīng)的時(shí)域表達(dá)式為

對(duì)于圖14所示的放電回路II，將其轉(zhuǎn)換成運(yùn)算電路模型如圖16所示。

由圖16可知，放電回路II提供的故障點(diǎn)入地電流為

式(25)對(duì)應(yīng)的時(shí)域表達(dá)式為

式中：

上橋臂電流為

下橋臂電流為

直流側(cè)提供的故障點(diǎn)入地電流為

綜上所述，交流系統(tǒng)閥側(cè)交流側(cè)電勢(shì)激勵(lì)、電感元件和電容元件初始值激勵(lì)共同作用的上橋臂電流為

下橋臂電流為

總的故障點(diǎn)入地電流為

4 仿真驗(yàn)證

利用RTDS搭建如附錄圖A1所示的基于RTDS的MMC仿真模型，其中MMC1、MMC2為定直流電壓和定交流電壓控制，換流器MMC3、MMC4為定有功功率和定交流電壓控制。換流器采用半橋子模塊且參數(shù)一致，單個(gè)換流站主回路參數(shù)如附錄表A1所示。

為驗(yàn)證上述理論分析的正確性，現(xiàn)設(shè)MMC1換流站交流閥側(cè)發(fā)生三相接地短路故障(ABCG)和單相接地故障(AG)進(jìn)行仿真分析，仿真電流與計(jì)算電流的結(jié)果如圖17和圖18所示。

圖17 閥側(cè)三相接地故障直流側(cè)提供的故障點(diǎn)入地電流

直流故障電流上升快、幅值大，考慮限流器在內(nèi)，保護(hù)需在1～3 ms出口動(dòng)作，目前性能較好的混合式DCCB動(dòng)作時(shí)間約為3～5 ms，可認(rèn)為清除故障電流的極限時(shí)間為8 ms，因此要保證該時(shí)間段內(nèi)故障電流小于換流站閉鎖值。結(jié)合模型參數(shù)，取橋臂電流5 kA換流站閉鎖電流。由圖17和圖18可知，當(dāng)交流系統(tǒng)閥側(cè)發(fā)生接地故障，由于回路阻尼小，故障相下橋臂電容放電過(guò)沖電流大，且無(wú)法通過(guò)斷路器切斷故障電流，極易對(duì)換流站等一次設(shè)備產(chǎn)生極大的過(guò)應(yīng)力。

1) 過(guò)渡電阻影響分析

在上述分析中均沒(méi)有考慮接地點(diǎn)過(guò)渡電阻影響，現(xiàn)以三相接地故障帶有過(guò)渡電阻為例，分析故障點(diǎn)入地電流，其故障回路等效電路如圖19所示。

圖19 閥側(cè)交流發(fā)生三相帶過(guò)渡電阻接地故障等效電路

根據(jù)圖19、回路電壓定理以及節(jié)點(diǎn)電流可以得到過(guò)渡電阻下故障點(diǎn)入地電流，具體推導(dǎo)過(guò)程在附錄A中展示。當(dāng)閥側(cè)交流發(fā)生三相帶過(guò)渡電阻的接地故障時(shí)，網(wǎng)側(cè)交流系統(tǒng)將通過(guò)過(guò)渡電阻作用于故障點(diǎn)入地電流。不同過(guò)渡電阻下的橋臂電流和故障點(diǎn)入地電流如圖20所示。

2) 故障時(shí)刻的影響

不同故障時(shí)刻下的入地故障電流的仿真曲線和計(jì)算曲線如圖21所示。為直觀地比較不同故障時(shí)刻對(duì)故障電流的影響，將不同故障時(shí)刻下的電流波形對(duì)齊。

3) 控制方式的影響

在上述仿真中，MMC1、MMC2為定直流電壓和定交流電壓控制，換流器MMC3、MMC4為定有功功率和定交流電壓控制。現(xiàn)討論不同控制方式下的閥側(cè)故障下電流特性。例如將MMC4改為定無(wú)功功率控制方式，即

而定交流電壓控制為

圖22 不同控制方式下閥側(cè)故障電流特性

由圖22可以看出，在不同的控制策略下，各特征量的穩(wěn)態(tài)值差別很小。精確計(jì)及控制系統(tǒng)對(duì)故障電流的影響較為困難，通常交流網(wǎng)側(cè)故障下，為避免換流閥提供的故障電流過(guò)大從而導(dǎo)致?lián)Q流閥閉鎖，指令值的限幅值略大于額定值，閥側(cè)交流接地故障強(qiáng)度高，控制系統(tǒng)對(duì)故障電流影響極小(類(lèi)似于直流側(cè)故障)，因此本文忽略了控制系統(tǒng)的作用。

由上述分析可知，故障點(diǎn)過(guò)渡電阻和故障時(shí)刻會(huì)影響故障點(diǎn)入地電流的大小。

5 結(jié)論

本文詳細(xì)推導(dǎo)了MMC換流站交流閥側(cè)發(fā)生三相接地故障和單相接地故障下的橋臂電流的數(shù)學(xué)解析式，采用RTDS仿真平臺(tái)搭建了雙端柔性直流輸電系統(tǒng)的仿真模型，驗(yàn)證了橋臂電流數(shù)學(xué)解析式的正確性，并得出如下結(jié)論：

1) 閥側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生三相接地故障，其入地電流成分與過(guò)渡電阻有關(guān)。對(duì)于金屬性接地故障，故障點(diǎn)入地電流由下橋臂電容放電電流和上橋臂以及對(duì)端橋臂電容放電電流構(gòu)成，網(wǎng)側(cè)交流系統(tǒng)不會(huì)饋入入地電流；對(duì)于帶過(guò)渡電阻接地故障，網(wǎng)側(cè)交流系統(tǒng)將通過(guò)過(guò)渡電阻作用于故障點(diǎn)入地電流。

2) 閥側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生單相接地故障，故障點(diǎn)入地電流由交流側(cè)電勢(shì)激勵(lì)、電感元件和電容元件初始值激勵(lì)共同作用的結(jié)果。

3) 閥側(cè)交流發(fā)生接地故障，交流出口處電位被鉗制為0，因此上橋臂的子模塊電容將產(chǎn)生極大的過(guò)電壓，導(dǎo)致子模塊電容擊穿，通過(guò)斷開(kāi)近端直流斷路器可有效解決該問(wèn)題。

4) 對(duì)于下橋臂與故障點(diǎn)構(gòu)成的放電回路，下橋臂流過(guò)的故障電流迅速增大，且無(wú)法通過(guò)斷路器切斷換流站與故障點(diǎn)的聯(lián)系，因此建議采取可靠的限流措施能有效避免閥側(cè)故障對(duì)換流站等一次設(shè)備造成嚴(yán)重傷害，并降低對(duì)此類(lèi)故障的保護(hù)要求。

附錄A

圖A1 基于RTDS的MMC仿真模型的搭建

Fig. A1 Construction of MMC simulation model based on RTDS

表A1 換流站主回路參數(shù)

Table A1 Main circuit parameters of converter station

參數(shù)數(shù)值 換流器額定容量/MVA750 網(wǎng)側(cè)交流母線電壓/kV175 直流電壓/kV320 連接變壓器額定容量/MVA900 電壓比230/175 短路阻抗百分比/%10.5 子模塊額定電壓/kV8.5 單個(gè)橋臂子模塊數(shù)目76 子模塊電容值/mF5.1 橋臂電抗器電感/mH50 平波電抗器電感/mH100 極址電阻Rg/W15

根據(jù)圖19和回路電壓定理，得到回路II的電壓方程為

故障回路II的電壓方程為

回路III的電壓方程為

故障點(diǎn)入地電流為

將式(1)再求一次微分，寫(xiě)成矩陣的形式為

式中：

對(duì)于式(A6)的解析表達(dá)式較難獲取，但可通過(guò)電流初值迭代式(A6)，得到其數(shù)值解。

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Analysis of grounding fault current at the AC valve side of an MMC converter station

SHAN Jieshan, REN Min, TIAN Xincui, SHU Hongchun, LI Tao

(Faculty of Electric Power Engineering, Kunming University of Science and Technology, Kunming 650504, China)

In this paper, the AC grounding fault characteristics on the valve side of an MMC converter station are studied. It is found that when the metal grounding fault occurs in the AC system on the valve side, the grounding current at the fault point is composed of the capacitor discharge current of the lower bridge arm andthe capacitor discharge current of the upper bridge arm and the opposite bridge arm, and the grid side AC system will not feed the grounding current. For a grounding fault with transition resistance, the AC system at the grid side will act on the grounding current at the fault point through the transition resistance. The mathematical expressions of grounding fault current and bridge arm current under a three-phase grounding fault and single-phase grounding fault are derived in detail. The correctness of the expression is verified by RTDS simulation. Since the potential at the valve side AC outlet is clamped to 0, the sub module capacitance of the upper bridge arm will produce an overvoltage. For the discharge capacitor circuit composed of the lower bridge arm and the fault point, the fault current flowing through the lower bridge arm increases rapidly and cannot be cut off through the circuit breaker. Therefore, it is recommended to take reliable current limiting measures to avoid serious damage to primary equipment caused by a valve side fault, such as to the converter station.

flexible DC transmission; AC valve side; ground fault; fault circuit; current analysis

10.19783/j.cnki.pspc.211709

國(guó)家自然科學(xué)基金地區(qū)項(xiàng)目資助(52167011)；國(guó)家自然科學(xué)基金重點(diǎn)項(xiàng)目資助(52037003)

This work is supported by the National Natural Science Foundation of China (No. 52167011).

2021-12-15；

2022-05-21

單節(jié)杉(1979—)，男，博士研究生，主要研方向?yàn)殡娏ο到y(tǒng)新型繼電保護(hù)與控制；E-mail: 736495310@qq.com

田鑫萃(1985—)，女，通信作者，博士，副教授，主要研方向?yàn)殡娏ο到y(tǒng)新型繼電保護(hù)與控制，故障測(cè)距。E-mail: 1105479731@qq.com

(編輯 周金梅)